增刊1 李宁等：采用A!和C脱氧钢液平衡氧含量的热力学分析 ·67· 从表2中可以看出，真空条件下，利用碳氧积计 10 T=1873K -」SPS推荐u 算的钢液[O]平衡浓度较大，分析原因是由于在计 ---h等推荐 算过程中，研究者认为合金元素很少的中低碳钢，C …本文研究结果 10r2 和0的活度系数的乘积近似为1(ff。≈1)，可能会 使计算结果产生误差 Boom☒研究的碳氧积表达式有别于关军学 10 等，在一定的C0分压下，其表达式为： [%C]×ao=常数. 104hL 102 10 19 研究者认为，吹气搅拌降低了C0分压，从而使 「%A 碳氧积减小.对于荷兰钢铁的完全项吹转炉，当C 图1温度为1873K时，不同研究者所得到的[A]一[O]平衡条 含量用百分数表达时，上式的碳氧积常数为 件下[%A]和[%O]含量变化关系 0.00035,而对于同样的转炉，在混吹情况下，此常数 Fig.1 Relationship between mass fraction of [Al]and [O]under 为0.002.Koui等3-同样利用碳氧积为常数计 [Al]-[O]equilibrium at 1873 K by different researchers 算[%C】和[%O]的关系 从图1中可以看出，在文献中所研究和提供的 李德明等的采用动力学模型研究了真空C脱 []含量范围内，平衡[O]含量与原始[O]含量比 氧，研究认为在真空条件下，采用真空C脱氧工艺， 较而言是降低的，并且随着溶解[A]含量的增加有 氧的传质系数为0.0469和0.0995min-1,而采用Si 最小平衡[O]含量出现.通过比较发现，本文计算 脱氧时，氧的传质系数仅为0.0209和0.0825 结果与图1中其他人的实验所得结果相差不大，特 mim-1.因此，进一步从动力学角度说明了真空C脱 别是与JSPS(日本学术振兴协会)研究结果更为接 氧良好的效果及合理性.武珣等也研究认为，在 近. 治炼过程中，由于溅渣工艺，造成转炉炉底上涨，影 1.2真空条件下C脱氧平衡曲线最低值理论 响了底吹效果使得碳脱氧反应的动力学条件变差， 沉淀脱氧要完全去掉钢液中的非金属夹杂物是 从而使转炉终点的碳氧积增大 几乎不可能的，因此，从改进钢液质量来说，应用气 由上述分析可知，大多文献中只是借助碳氧积 相脱氧有着重大的意义.气相脱氧利用C作脱氧 来计算[%C]和[%0]的关系，假设f≈1或f≈1， 剂，脱氧产物为C0,C0不溶于钢液，上升过程可对 使计算存在一定的局限性，从而使结果产生误差，若 钢液起到一定的搅拌作用.钢液中的非金属夹杂通 钢液中的C含量较高，则碳氧积关系不可用，另外 过C0气体搅拌也有机会由小颗粒或小液滴汇集成 都没有考虑温度的影响.本文研究的特点在于利用 大颗粒或大液滴而上浮，从而达到减少钢液中非金 [C]-O]平衡最低值理论公式计算[%C]和[%O] 属夹杂物的目的.若在真空状态下采用气相脱氧， 的关系，可以在全C浓度范围内考虑过程温度以及 会使钢液脱氧更加彻底 真空度对C脱氧的影响，避免了低C浓度时假设的 多数文献中借助碳氧积计算C脱氧时，钢中氧 存在，在一定程度上减小了误差 的平衡浓度.关军学等利用碳氧积[%C]× C脱氧反应方程式为： [%0]=0.0025,并考虑气相分压，则1873K下 [C]+[0]=C0,4,G2=-22200-38.34T: %C]×[%0]=0.0025pco,计算了[%C]=0.2的 (8) 碳素钢，钢中平衡O]含量与Pc0的对应关系，如表 Ks=Pcolp -22200-38.34T -exp(- acao RT 2所示. 1 acao 表2真空C脱氧效果([%C]=0.2) m K-Pcolp (9) Table 2 Effect of carbon deoxidation in vacuum (%C]=0.2) 其中：△G2为C脱氧反应标准吉布斯自由能，J· C0分压，Pco /Pa 氧的平衡浓度[O)10~6 mol-;K为C脱氧反应平衡常数；Pco为C0分压， 101300 125.00 Pa;p°为标准大气压，Pa;a:为钢液组元活度，i=C、 1333 1.60 0. 133 0.20 对C、0活度相互作用系数与温度的关系进行 67 0.08 推导.增刊 1 李 宁等: 采用 Al 和 C 脱氧钢液平衡氧含量的热力学分析 图 1 温度为 1873 K 时，不同研究者所得到的［Al］--［O］平衡条 件下［% Al］和［% O］含量变化关系 Fig． 1 Ｒelationship between mass fraction of ［Al］ and ［O］ under ［Al］-［O］equilibrium at 1873 K by different researchers 从图 1 中可以看出，在文献中所研究和提供的 ［Al］含量范围内，平衡［O］含量与原始［O］含量比 较而言是降低的，并且随着溶解［Al］含量的增加有 最小平衡［O］含量出现． 通过比较发现，本文计算 结果与图 1 中其他人的实验所得结果相差不大，特 别是与 JSPS( 日本学术振兴协会) 研究结果更为接 近． 1. 2 真空条件下 C 脱氧平衡曲线最低值理论 沉淀脱氧要完全去掉钢液中的非金属夹杂物是 几乎不可能的，因此，从改进钢液质量来说，应用气 相脱氧有着重大的意义． 气相脱氧利用 C 作脱氧 剂，脱氧产物为 CO，CO 不溶于钢液，上升过程可对 钢液起到一定的搅拌作用． 钢液中的非金属夹杂通 过 CO 气体搅拌也有机会由小颗粒或小液滴汇集成 大颗粒或大液滴而上浮，从而达到减少钢液中非金 属夹杂物的目的． 若在真空状态下采用气相脱氧， 会使钢液脱氧更加彻底． 多数文献中借助碳氧积计算 C 脱氧时，钢中氧 的平衡 浓 度． 关 军 学 等［11］ 利 用 碳 氧 积［% C］× ［%O］= 0. 0025，并考虑气相分压，则 1873 K 下 ［%C］×［% O］= 0. 0025pCO，计算了［% C］= 0. 2 的 碳素钢，钢中平衡［O］含量与 pCO的对应关系，如表 2 所示． 表 2 真空 C 脱氧效果( ［% C］= 0. 2) Table 2 Effect of carbon deoxidation in vacuum ( ［% C］= 0. 2) CO 分压，pCO /Pa 氧的平衡浓度［O］/10 － 6 101300 125. 00 1333 1. 60 133 0. 20 67 0. 08 从表 2 中可以看出，真空条件下，利用碳氧积计 算的钢液［O］平衡浓度较大，分析原因是由于在计 算过程中，研究者认为合金元素很少的中低碳钢，C 和 O 的活度系数的乘积近似为 1( fC fO≈1) ，可能会 使计算结果产生误差． Boom［12］研究的碳氧积表达式有别于关军学 等［11］，在一定的 CO 分压下，其表达式为: ［% C］× aO = 常数． 研究者认为，吹气搅拌降低了 CO 分压，从而使 碳氧积减小． 对于荷兰钢铁的完全顶吹转炉，当 C 含量用百分数表达时，上 式 的 碳 氧 积 常 数 为 0. 00035，而对于同样的转炉，在混吹情况下，此常数 为 0. 002． Kouji 等［13--14］同样利用碳氧积为常数计 算［% C］和［% O］的关系． 李德明等［15］采用动力学模型研究了真空 C 脱 氧，研究认为在真空条件下，采用真空 C 脱氧工艺， 氧的传质系数为 0. 0469 和 0. 0995 min － 1 ，而采用 Si 脱氧 时，氧的传质系数仅为 0. 0209 和 0. 0825 min － 1 ． 因此，进一步从动力学角度说明了真空 C 脱 氧良好的效果及合理性． 武珣等［16］也研究认为，在 冶炼过程中，由于溅渣工艺，造成转炉炉底上涨，影 响了底吹效果使得碳脱氧反应的动力学条件变差， 从而使转炉终点的碳氧积增大． 由上述分析可知，大多文献中只是借助碳氧积 来计算［% C］和［% O］的关系，假设 fC≈1 或 fO≈1， 使计算存在一定的局限性，从而使结果产生误差，若 钢液中的 C 含量较高，则碳氧积关系不可用，另外 都没有考虑温度的影响． 本文研究的特点在于利用 ［C］--［O］平衡最低值理论公式计算［% C］和［% O］ 的关系，可以在全 C 浓度范围内考虑过程温度以及 真空度对 C 脱氧的影响，避免了低 C 浓度时假设的 存在，在一定程度上减小了误差． C 脱氧反应方程式为: ［C］+［O］= CO，ΔrG— m，2 = － 22200 － 38. 34T; ( 8) K— 2 = pCO /p— aC aO = ( exp － － 22200 － 38. 34T ) ＲT ， m≡ 1 K— 1 = aC aO pCO /p— ． ( 9) 其中: ΔrG— m，2为 C 脱氧反应标准吉布斯自由能，J· mol － 1 ; K— 2 为 C 脱氧反应平衡常数; pCO为 CO 分压， Pa; p— 为标准大气压，Pa; ai为钢液组元活度，i = C、 O． 对 C、O 活度相互作用系数与温度的关系进行 推导． ·67·